陳登科，閆永宏，彭政康，王興益，孫劉濤，孫 銳

(哈爾濱工業(yè)大學(xué) 能源科學(xué)與工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001)

0 引 言

我國(guó)當(dāng)前正處于城市化、工業(yè)化階段，需要大量能源消耗作為支撐，“富煤、貧油、少氣”的資源稟賦，使我國(guó)形成了以煤炭為主體的一次性能源消費(fèi)結(jié)構(gòu)[1]，占我國(guó)已探明煤炭?jī)?chǔ)量55%以上的低階煤(褐煤/次煙煤)煤化程度低，蘊(yùn)藏的揮發(fā)分相當(dāng)于1 000 億t油氣資源[2]。但由于低階煤水分高，直接燃燒或氣化效率低，且現(xiàn)有技術(shù)無(wú)法充分利用其資源價(jià)值，導(dǎo)致煤炭資源的巨大浪費(fèi)。熱解半焦是指泥煤、褐煤和高揮發(fā)分低變質(zhì)煙煤等在隔絕空氣的條件下受熱，發(fā)生一系列物理化學(xué)變化析出大量輕質(zhì)揮發(fā)分產(chǎn)物被利用后剩余的固體產(chǎn)物[3]。熱解半焦在電站鍋爐中的應(yīng)用前景主要包括：作為可處理的大量工業(yè)廢物；可成為煤炭替代品，節(jié)省煤炭資源；若使用恰當(dāng)，將有助于減少電廠的污染物排放、排渣和腐蝕。但由于其揮發(fā)分較低(Vdaf<10%)，著火和實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定燃燒較原煤需更高著火溫度，為拓展其在電廠動(dòng)力用煤等領(lǐng)域的應(yīng)用，有必要引入一些易燃高揮發(fā)分煤種作為混燃燃料，以改善電站鍋爐中熱解半焦的燃燒特性。

目前混煤燃燒主要關(guān)注問(wèn)題包括混煤著火性能和燃燒穩(wěn)定性、碳燃盡率、污染物NOx排放等[4]，試驗(yàn)研究手段大多是在熱重分析或管式沉降爐上進(jìn)行。邱建榮等[5]選取多種單一煤及其按不同比例組成的混煤在沉降爐上進(jìn)行了一維燃燒試驗(yàn)，認(rèn)為摻混比和混燒煤質(zhì)對(duì)混合燃料著火性能影響較大，混煤中高揮發(fā)分煤比例增加時(shí)，著火溫度降低，采用分級(jí)燃燒并摻燒高揮發(fā)分煙煤時(shí)，燃盡率明顯提高。陳鑫科等[6]采用數(shù)值模擬方法研究了混煤摻燒方式和優(yōu)化配風(fēng)對(duì)著火和燃盡特性的影響，結(jié)果表明：摻燒方式是影響混煤燃燒著火特性的重要因素；在爐外摻混方式下，摻入高揮發(fā)分煤能改善低揮發(fā)分煤的著火特性；爐內(nèi)摻燒方式可抑制混煤燃燒過(guò)程中的氧競(jìng)爭(zhēng)作用，提高低揮發(fā)分煤的燃盡率。

近年國(guó)內(nèi)外部分學(xué)者主要關(guān)注煤與石油焦[7]或生物質(zhì)焦[8-9]的混合燃燒，對(duì)煤與熱解半焦混合燃燒的研究不多。李慧等[10]在兩段式滴管爐上研究了熱解半焦空氣分級(jí)燃燒的NOx排放規(guī)律，結(jié)果表明：在空氣分級(jí)燃燒中，相同主燃區(qū)溫度條件下，二次風(fēng)比例由高到低變化時(shí)，NOx排放先迅速下降再緩慢回升，燃盡率先快速升高而后趨于平緩。梁寧等[11]利用HCT-2型綜合熱分析儀，選取不同比例的熱解半焦與煙煤進(jìn)行混合燃燒試驗(yàn)，結(jié)果表明：隨著半焦比例的增加，混合燃料的燃點(diǎn)逐漸升高，最大燃燒速率和平均燃燒速率逐漸降低，燃燒區(qū)間逐漸向高溫區(qū)移動(dòng)，燃燒逐漸困難。燃性指數(shù)Cb、穩(wěn)燃性指數(shù)G、綜合燃燒特性指數(shù)SN都隨半焦份額的增加而降低。

由于不同揮發(fā)分煤種的反應(yīng)性不同，其與半焦摻燒形成的混合燃料的燃燒特性(如著火距離、燃盡率、NOx排放等)受到混煤的交互作用影響而無(wú)法按單一煤質(zhì)線性加權(quán)預(yù)測(cè)。本文在350 kW中試規(guī)模煤粉爐上進(jìn)行濃、淡著火熱態(tài)試驗(yàn)，選取典型褐煤(HM)、煙煤(YM)、次煙煤(LRA)分別與神木熱解半焦(SC)進(jìn)行混合，熱解半焦摻混比例為50%，研究不同揮發(fā)分含量煤種與SC摻混的混合燃料的著火特性及NOx排放特性影響，并深入研究其燃燒過(guò)程，為大型電站鍋爐燃用混合燃料提供參考與指導(dǎo)依據(jù)。

1 試 驗(yàn)

1.1 350 kW煤粉燃燒系統(tǒng)

試驗(yàn)在350 kW煤粉燃燒系統(tǒng)(PCFS)上進(jìn)行(圖1)，該系統(tǒng)主要由爐膛、給粉系統(tǒng)、供氣系統(tǒng)、丙烷穩(wěn)定燃燒系統(tǒng)、空氣預(yù)熱系統(tǒng)、測(cè)量和采樣系統(tǒng)組成，主要設(shè)計(jì)參數(shù)見(jiàn)表1。其中爐膛為管式結(jié)構(gòu)，沿豎直方向布置，上部為主燃燒區(qū)，是試驗(yàn)系統(tǒng)的關(guān)鍵組成部分，總高為1 280 mm。試驗(yàn)裝置端部一次風(fēng)/混合燃料噴口、二次風(fēng)射流噴口及丙烷助燃燃?xì)鈬娍趯?duì)稱布置，如圖2所示。正式投入混合燃料前，為創(chuàng)造燃料著火的高溫環(huán)境，需要對(duì)爐膛進(jìn)行預(yù)加熱，預(yù)熱過(guò)程的高溫?zé)煔庥杀闅怏w燃燒產(chǎn)生。混合燃料特性試驗(yàn)中，保持總空氣流量及一、二次風(fēng)比率不變，設(shè)定主燃燒區(qū)出口空氣過(guò)量系數(shù)為0.9，一次風(fēng)速為19.7 m/s，一次風(fēng)溫為210 ℃，混合燃料一次風(fēng)粉煤濃度的濃淡比(濃淡比是混合燃料射流中濃側(cè)粉煤濃度與淡側(cè)粉煤濃度之比[12-13])為2。

圖1 350 kW PCFS熱態(tài)試驗(yàn)系統(tǒng)

表1 PCFS主要設(shè)計(jì)參數(shù)

圖2 爐膛頂部一次風(fēng)煤粉燃燒器和氣體助燃燃燒器裝置結(jié)構(gòu)布置

PCFS系統(tǒng)的啟動(dòng)過(guò)程為：首先啟動(dòng)引風(fēng)機(jī)將爐內(nèi)降為負(fù)壓，然后啟動(dòng)丙烷燃?xì)庀到y(tǒng)投入高溫?zé)煔?，每?cè)設(shè)定為50 kW熱功率運(yùn)行(點(diǎn)火熱功率100 kW)。爐膛中部溫度達(dá)到400 ℃時(shí)，啟動(dòng)鼓風(fēng)機(jī)，提供一次風(fēng)和二次風(fēng)點(diǎn)燃混合燃料?；旌先剂蟽?chǔ)存在2個(gè)給粉倉(cāng)中，通過(guò)一次風(fēng)攜帶進(jìn)入爐膛?；旌先剂现鸱€(wěn)定后，逐漸將每側(cè)的丙烷燃?xì)庀到y(tǒng)熱功率降為25 kW(伴燃熱功率50 kW)，此時(shí)爐內(nèi)總?cè)紵裏峁β示S持在350 kW。爐內(nèi)溫度變化小于10 K時(shí)開(kāi)始測(cè)量，達(dá)到試驗(yàn)條件穩(wěn)定燃燒狀態(tài)約需1 h。

1.2 火焰溫度測(cè)量

爐子側(cè)面有30個(gè)水平孔，用于測(cè)量徑向溫度。燃燒器出口與孔中心線之間的垂直距離用Z表示，由Z=180～980 mm，每2個(gè)測(cè)量孔之間的垂直距離為160 mm。每個(gè)橫截面處，將測(cè)量點(diǎn)按徑向布置爐膛中心r=0、20、40、60、80、100、150、200、300 mm處。采用外徑16 mm的剛玉鎧裝S型熱電偶測(cè)量爐內(nèi)橫截面內(nèi)的徑向溫度，該熱電偶測(cè)溫范圍為600～1 600 ℃，基本誤差限為±0.25%t(t為感溫元件實(shí)測(cè)溫度值，℃)。爐膛頂部煤粉燃燒器的2個(gè)噴口間布置一個(gè)30 mm的測(cè)量孔，從測(cè)量孔探入2個(gè)外徑8 mm的鉻鎳鐵合金K型鎧裝熱電偶，實(shí)現(xiàn)濃、淡一次風(fēng)側(cè)軸向溫度的測(cè)量。從燃燒器出口到測(cè)量點(diǎn)距離Z=0～930 mm，該熱電偶測(cè)溫范圍0～1 300 ℃，基本誤差限為±0.75%t。

1.3 爐內(nèi)煙氣成分測(cè)量

徑向溫度測(cè)量完成后，拔出熱電偶，插入取樣管，測(cè)量爐子中的徑向煙氣成分。半徑煙氣測(cè)量孔沿軸向距離Z=180～820 mm，測(cè)量點(diǎn)在每個(gè)橫截面處由爐膛中心起分別位于r=0、±20、±40、±60、±80、±100、±150、±200、±300 mm(其中“+”為徑向測(cè)點(diǎn)位于一次風(fēng)濃側(cè)噴口下游，“-”為徑向測(cè)點(diǎn)位于一次風(fēng)淡側(cè)噴口下游)。每2個(gè)煙氣測(cè)量孔之間的垂直軸向距離為160 mm。

煙氣成分通過(guò)采樣系統(tǒng)(圖3)分析，該采樣系統(tǒng)由水冷式吸氣取樣探頭、纖維過(guò)濾器、干燥瓶和煙氣分析儀組成。

圖3 煙氣采集測(cè)量系統(tǒng)示意

煙氣采樣過(guò)程為：將位于中心的取樣管沿高壓方向插入爐膛，該取樣管由水冷不銹鋼管?chē)@，抽取高溫?zé)釤煔狻釤煔庋杆俦凰鋮s使煙氣中活性組分反應(yīng)終止，并依次經(jīng)過(guò)飛灰過(guò)濾器、干燥瓶，然后通過(guò)GASMET DX-4000便攜式FTIR氣體分析儀進(jìn)行干煙氣成分在線分析。所測(cè)氣體種類(lèi)包括O2、CO、CO2、NOx(NO、NO2)，氣體組分測(cè)量范圍內(nèi)精度為±2%，煙氣分析儀所測(cè)各組分在測(cè)量前已由標(biāo)氣校準(zhǔn)。

1.4 燃料特性和試驗(yàn)運(yùn)行工況參數(shù)

試驗(yàn)選取褐煤(HM)、煙煤(YM)、次煙煤(LRA)分別與神木半焦(SC)摻混形成混合燃料(摻混比為50%，摻混比為混合燃料中SC的質(zhì)量分?jǐn)?shù))。不同揮發(fā)分煤種與神木半焦的工業(yè)分析和元素分析見(jiàn)表2。將燃料分別研磨至細(xì)度均為R90=9%，利用激光粒度儀對(duì)燃料進(jìn)行粒度分析，得到煤粉細(xì)度的粒徑分布如圖4所示，在攪拌機(jī)中混合均勻后送入爐內(nèi)。

表2 不同煤種與神木半焦工業(yè)分析和元素分析

圖4 試驗(yàn)煤粉細(xì)度的粒徑分布

由于Vdaf是衡量煤質(zhì)是否易于燃燒的重要指標(biāo)，Vdaf高，表示煤易著火，也易燃燒穩(wěn)定和燃盡，因此本文將混合燃料的Vdaf作為試驗(yàn)工況劃分的重要依據(jù)，根據(jù)收到基與干燥無(wú)灰基的換算因子，得到混合燃料的Vdaf，具體見(jiàn)表3。

表3 混合燃料性質(zhì)

每種試驗(yàn)工況的主要操作參數(shù)見(jiàn)表4。由于混合燃料熱值不同，給煤速率不同(本文試驗(yàn)條件差異引起的微小變化將產(chǎn)生較小影響)。確保每個(gè)工況中混合射流的燃燒均已達(dá)到連續(xù)穩(wěn)定狀態(tài)，達(dá)到穩(wěn)定燃燒工況的判斷方法為：① 試驗(yàn)過(guò)程中各測(cè)溫點(diǎn)溫度變化均小于10 ℃；② 試驗(yàn)過(guò)程中煙氣組分，如O2及CO在一個(gè)相對(duì)穩(wěn)定范圍內(nèi)波動(dòng)；③ 通過(guò)爐膛壁面上預(yù)留的視窗觀察煤粉射流及火焰情況，確保著火燃燒穩(wěn)定。

表4 試驗(yàn)工況主要參數(shù)

2 結(jié)果與討論

2.1 不同揮發(fā)分含量煤種對(duì)混合燃料著火和穩(wěn)定燃燒的影響

2.1.1對(duì)混合燃料著火溫度和著火距離的影響

對(duì)于混合燃料射流，本文通過(guò)爐膛軸向溫度變化反映其著火特性[14-15]，不同揮發(fā)分含量煤種混合射流濃、淡側(cè)火焰軸向溫度分布如圖5所示。由于對(duì)每一工況的軸向溫度進(jìn)行了2次測(cè)量，故可在圖5取若干具有代表性的測(cè)點(diǎn)增加誤差棒，表示2組數(shù)據(jù)與平均值之間的最大偏差，可發(fā)現(xiàn)誤差范圍較小，且經(jīng)過(guò)計(jì)算得到軸向溫度的相對(duì)偏差均小于2%。

圖5 不同揮發(fā)分含量煤種混合射流火焰軸向溫度分布

由圖5(a)可知，濃側(cè)射流著火時(shí)，隨著軸向距離增加，混合燃料軸向溫度變化趨勢(shì)相似，在混合射流還未相交至中軸線前，軸向溫度均逐漸升高，之后由于2股獨(dú)立射流開(kāi)始在爐膛中軸線上相交混合，軸向溫度有所下降，最后混合燃料不斷卷吸周?chē)邷責(zé)煔膺M(jìn)行強(qiáng)烈的對(duì)流換熱作用，同時(shí)吸收爐膛內(nèi)壁的輻射傳熱，軸向溫度均急劇增加直至著火。在低溫區(qū)域(定義Z<500 mm)，HM+SC混合射流始終具有較高的軸向溫度，這是因?yàn)槠鋼]發(fā)分最高，在著火初期率先被點(diǎn)燃，迅速釋放大量熱量，將煙氣加熱到足夠高的溫度，從而在較短軸向距離內(nèi)引燃焦炭，此時(shí)O2濃度仍很高，該區(qū)域內(nèi)軸向溫度增幅較大，能快速達(dá)到燃燒穩(wěn)態(tài)。隨著混合燃料揮發(fā)分縮減，反應(yīng)釋放熱量減少，焦炭著火距離延長(zhǎng)，同一截面處軸向溫度逐漸降低，分析認(rèn)為所有混合射流的著火區(qū)間在 90～240 mm。從試驗(yàn)煤樣的著火距離區(qū)間之后至500 mm，軸向溫度均繼續(xù)增加，混合射流的燃燒更劇烈，但LRA+SC混合射流溫升速率相對(duì)最快，這是因?yàn)榇螣熋核州^大，對(duì)射流的初期著火產(chǎn)生了抑制的負(fù)效應(yīng)[16]，造成著火初期燃燒較弱，消耗O2也相對(duì)較少，但水蒸氣對(duì)混合射流后續(xù)燃燒會(huì)產(chǎn)生促進(jìn)作用[17]，使燃燒變得更加劇烈。在高溫區(qū)域(定義Z>500 mm)，所有混合射流燃燒已基本穩(wěn)定，軸向溫度變化趨于平穩(wěn)，分析認(rèn)為焦炭燃燒是該區(qū)域的主要反應(yīng)，但著火初期混合射流揮發(fā)分燃燒消耗較多O2，使高溫區(qū)O2含量相對(duì)不足，焦炭燃燒程度較低。

由圖5(b)可知，淡側(cè)射流著火時(shí)，不同煤種的溫度變化趨勢(shì)基本一致，與濃側(cè)射流相似：在Z<60 mm，軸向溫度均逐漸升高，Z=60～90 mm，軸向溫度均逐漸降低，Z>90 mm后軸向溫度均急劇升高，但出現(xiàn)明顯溫差，具體原因與濃側(cè)射流著火相同。對(duì)2側(cè)前期著火進(jìn)行對(duì)比分析，發(fā)現(xiàn)同一截面處淡側(cè)軸向溫度均低于濃側(cè)，這是因?yàn)榈瓊?cè)射流燃料濃度低，煤粉顆粒間距較大，釋放熱量少且散熱相對(duì)較大，火焰較弱不連續(xù)，導(dǎo)致燃燒不強(qiáng)烈，溫度較低[18]。

根據(jù)謝苗諾夫臨界著火條件，將軸向溫度增加最快位置定義為燃點(diǎn)，即圖5曲線某個(gè)轉(zhuǎn)折點(diǎn)(d2T/dl2=0)[19]，并結(jié)合著火距離區(qū)間排除不合理點(diǎn)，對(duì)應(yīng)點(diǎn)的軸向距離即為著火距離。對(duì)圖5(a)中HM+SC混合射流的溫度曲線求二階導(dǎo)可得其著火距離，如圖6所示，其他混合燃料的著火距離計(jì)算方法相同；從圖5找到著火距離處對(duì)應(yīng)的溫度即認(rèn)為是著火溫度，具體如圖7所示。

圖6 濃側(cè)HM+SC混合射流對(duì)溫度求二階導(dǎo)得著火距離

圖7 混合燃料濃淡測(cè)射流的著火距離和著火溫度及其數(shù)據(jù)點(diǎn)回歸曲線

由圖7可知，各工況下濃淡側(cè)著火溫度相近，隨著混煤揮發(fā)分的增加逐漸降低。但各工況著火距離隨混合燃料煤種揮發(fā)分增加大幅下降，而3組工況其他試驗(yàn)參數(shù)均相同，可以確?；旌仙淞髟谙嗤S向距離處吸收的輻射熱和對(duì)流熱相似，且揮發(fā)分的促進(jìn)作用是混合燃料著火的關(guān)鍵，因此著火距離的不同主要是由于混合燃料揮發(fā)分變化引起的。由于混合燃料的著火首先從揮發(fā)分開(kāi)始，因此隨著煤種揮發(fā)分的增加，混合燃料射流著火模式可能由最初的均相-異相聯(lián)合著火向均相著火轉(zhuǎn)換。對(duì)比濃、淡兩側(cè)射流著火距離，可以發(fā)現(xiàn)同一工況淡側(cè)著火距離相對(duì)濃側(cè)增加，特別是在燃用低揮發(fā)分煤種時(shí)，淡側(cè)著火距離較濃側(cè)增加幅度較大，這是因?yàn)榈瓊?cè)著火初期燃燒較弱，燃料吸收熱量不充分，揮發(fā)分釋放量較少，對(duì)混合燃料著火不利，使著火延遲，著火距離增大，因此，濃淡燃燒方式將對(duì)低揮發(fā)分混合燃料射流的著火穩(wěn)定性強(qiáng)化效果更為明顯。

2.1.2對(duì)混合燃料穩(wěn)定燃燒的影響

1)不同揮發(fā)分煤種對(duì)徑向溫度分布的影響

除了軸向溫度分布，爐膛徑向火焰溫度分布(圖8)也可以反映混合燃料的著火燃燒過(guò)程[18]。由圖8可知，HM+SC工況下，徑向溫度分布左右不對(duì)稱，濃側(cè)射流整體溫度水平要高于淡側(cè)，射流中心偏向淡側(cè)煤粉射流對(duì)應(yīng)的-20 mm處，其特點(diǎn)是：Z=180 mm處，射流中心溫度明顯低于外圍區(qū)域，表明點(diǎn)火首先發(fā)生在射流四周，這是因?yàn)楸槿紵a(chǎn)生的高溫?zé)煔馐紫冉佑|射流外圍部分，從射流的邊緣點(diǎn)燃燃料，隨后高溫區(qū)域向射流中心發(fā)展，最后整個(gè)射流著火；Z=270～450 mm，徑向溫度急劇增加，可能是發(fā)生了由揮發(fā)分燃燒到焦炭燃燒的轉(zhuǎn)化；Z=630 mm后徑向溫度增幅減小，紅色高溫區(qū)域緩慢擴(kuò)大，表明焦炭燃燒已處于穩(wěn)定狀態(tài)；Z=810 mm時(shí)，徑向溫度基本穩(wěn)定，此處O2消耗殆盡且濃度低，焦炭燃燒速度減低。

圖8 不同揮發(fā)分含量煤種混合射流徑向溫度分布

對(duì)于YM+SC混合射流，Z=360 mm前，徑向溫度變化趨勢(shì)類(lèi)似于HM+SC射流，說(shuō)明混合燃料也會(huì)首先發(fā)生揮發(fā)分著火，區(qū)別在于Z=630 mm處才出現(xiàn)紅色高溫區(qū)域，這是因?yàn)槠渲鹁嚯x相對(duì)較長(zhǎng)，焦炭穩(wěn)定燃燒區(qū)域隨之向爐膛下游移動(dòng)，但由于混合射流后續(xù)氧量充足，且固定碳更高，故放熱增加，燃燒更為強(qiáng)烈?；烀喝紵^(guò)程中存在促進(jìn)和抑制作用2種明顯的交互作用，共同影響混煤燃盡特性[20]。前者產(chǎn)生的主要原因是高揮發(fā)分煤揮發(fā)分產(chǎn)率高，著火及燃燒快，提高了局部溫度，促進(jìn)低揮發(fā)分煤的著火和燃燒，這與HM+SC混合射流最先出現(xiàn)紅色高溫區(qū)域的結(jié)論一致；而后者產(chǎn)生的主要原因是高揮發(fā)分煤會(huì)搶先與氧氣反應(yīng)(即“搶風(fēng)現(xiàn)象”)，消耗大量氧氣，使低揮發(fā)分煤燃燒處于欠氧狀態(tài)，阻礙了低揮發(fā)分煤的燃盡，試驗(yàn)中表現(xiàn)為HM+SC射流后續(xù)燃燒較YM+SC射流更弱。Z≥630 mm時(shí)，火焰逐漸充滿爐膛中心靠右區(qū)域(-50～+110 mm)，燃燒穩(wěn)定性逐漸加強(qiáng)。

對(duì)于LRA+SC混合射流，Z=360 mm處徑向溫度增幅依舊很小，這說(shuō)明混合燃料盡管已在Z=360 mm前被點(diǎn)燃，但著火較弱，火焰穩(wěn)定性較差，這可能是因?yàn)榛旌先剂现袚]發(fā)分較低，著火初期焦炭亦被點(diǎn)燃，發(fā)生均相-異相的聯(lián)合著火。Z=720 mm后出現(xiàn)紅色高溫區(qū)域，表明焦炭穩(wěn)定燃燒位置進(jìn)一步向下偏移。以上結(jié)果表明隨著混合燃料揮發(fā)分降低，著火延遲，穩(wěn)定燃燒區(qū)域隨之向下游偏移，但YM+SC射流后續(xù)燃燒更為強(qiáng)烈。

2)不同揮發(fā)分煤種對(duì)徑向煙氣分布的影響

燃燒區(qū)徑向O2、CO、CO2氣體濃度分布也可以反映混合燃料的著火過(guò)程，如圖9～11所示。測(cè)量誤差較小，經(jīng)分析得3種氣體濃度相對(duì)測(cè)量誤差均小于2%。Z=180 mm處，O2濃度在中心處最高，然后濃度從r=0逐漸減小到r=±60 mm，這是由燃燒器噴口導(dǎo)致，火焰區(qū)域由噴口處擴(kuò)大，火焰鋒面上O2濃度最低，表明點(diǎn)火最初發(fā)生在射流的外圍部分。Z=340 mm處，O2濃度在r=0～60 mm下降最快，形成一個(gè)低谷，這表明點(diǎn)火區(qū)域主要位于射流中心以外，在該部分反應(yīng)仍然較弱，點(diǎn)火不穩(wěn)定；且濃側(cè)O2濃度相對(duì)淡側(cè)更低，濃側(cè)混合射流燃燒更加劇烈，這與徑向溫度的結(jié)論一致。此時(shí)CO濃度依舊很低，這是因?yàn)榛旌先剂蠂娙霠t內(nèi)后，吸收熱量溫度不斷升高，揮發(fā)分不斷釋放，著火燃燒消耗O2并產(chǎn)生較多CO2，燃燒前期O2充足，故基本不生成CO。

圖9 不同揮發(fā)分含量煤種混合射流Z=180～820 mm處的O2濃度分布

圖10 不同揮發(fā)分煤種混合射流Z=180～820 mm處的CO濃度分布

圖11 不同揮發(fā)分煤種混合射流Z=180～820 mm處的CO2濃度分布

Z=500 mm處，O2濃度谷值與CO濃度峰值均偏向r=+40 mm處，且隨著混合燃料揮發(fā)分降低，O2濃度增加，CO和CO2濃度減少，即燃燒強(qiáng)度隨之減弱。還可以發(fā)現(xiàn)在r=0～80 mm O2濃度小于4%，CO濃度超過(guò)1%，CO2濃度超過(guò)16%，這是由于軸向距離340 mm后處于焦炭燃燒階段，中軸線上O2濃度大幅降低，缺氧氣氛中焦炭燃燒生成了大量CO，表明燃料已被徹底點(diǎn)燃并穩(wěn)定燃燒。Z=660 mm處，對(duì)于HM+SC混合射流，r=40 mm附近O2濃度接近0，且r=-20和+100 mm時(shí)，O2濃度依舊小于4%，表明混合射流的燃燒更加穩(wěn)定，反應(yīng)區(qū)繼續(xù)擴(kuò)大，這充分發(fā)揮了半焦摻燒高揮發(fā)分易燃煤種的優(yōu)勢(shì)；所有混合射流在此截面濃側(cè)CO濃度最高，取YM+SC混合射流，可以發(fā)現(xiàn)CO峰值濃度在Z=660 mm處為3.68%，Z=820 mm處為3.28%，CO峰值濃度下降，這是由于缺氧還原性氣氛下CO大量還原已生成NOx，研究表明，在高溫缺氧環(huán)境中存在的CO是重要的NOx還原物質(zhì)[21]。相比Z=660 mm處，Z=820 mm處所有射流的O2濃度均發(fā)生少許變化，表明混合燃料均處于穩(wěn)定燃燒階段且反應(yīng)在濃側(cè)還原氣氛中進(jìn)行，有利于大量還原NOx。

2.2 不同揮發(fā)分含量煤種對(duì)NOx排放的影響

氮有多種氧化物，包括N2O、NO、NO2、N2O3、N2O4和N2O5等。燃燒過(guò)程中生成的NOx幾乎全是NO和NO2。天然氣、重油、煤炭等天然礦物燃料燃燒生成的NOx中NO占90%以上，其余為NO2。燃料燃燒過(guò)程中NOx的生成一般有熱力型、快速型和燃料型3種類(lèi)型?？焖傩蚇Ox是煤燃燒時(shí)空氣中的氮和燃料中的碳?xì)潆x子團(tuán)(如CH等)反應(yīng)生成的NOx，一般情況下，對(duì)不含氮的碳?xì)淙剂显谳^低溫度燃燒時(shí)，需重點(diǎn)考慮快速型NOx的生成，對(duì)大型煤燃燒設(shè)備，快速型NOx占比很小，通常忽略不計(jì)。熱力型NOx基本上是在燃料燃盡后的高溫區(qū)N2和O2反應(yīng)產(chǎn)生，影響熱力型NOx的主要因素有溫度、過(guò)量空氣系數(shù)和煙氣停留時(shí)間：熱力型NOx在溫度低于1 350 ℃ 時(shí)生成量很少，在溫度高于1 500 ℃時(shí)生成量較顯著[22]；在過(guò)量空氣系數(shù)稍大于1的條件下，其大量生成；熱力型NOx隨煙氣在高溫區(qū)停留時(shí)間的延長(zhǎng)而增加。試驗(yàn)中，溫度控制在1 350 ℃以下且溫度場(chǎng)分布比較均勻(圖5、8)，避免了局部高溫區(qū)的存在；試驗(yàn)中的配風(fēng)控制削弱了適宜熱力型NOx生成的過(guò)量空氣系數(shù)條件(表4)，熱力型NOx生成占比較小，可認(rèn)為本試驗(yàn)中產(chǎn)生NOx主要是由燃料中N元素轉(zhuǎn)化成的燃料型NOx。

主燃區(qū)距噴口不同軸向距離處NOx徑向分布如圖12所示?？芍獪y(cè)量誤差較小，經(jīng)分析測(cè)得NOx濃度相對(duì)誤差小于2%。Z=180 mm處，NOx濃度很低，Z=340 mm處從軸向中心外圍逐漸增加，且峰值偏向r=20 mm處，濃側(cè)NOx濃度高于淡側(cè)。所有混合射流的NOx濃度均在Z=500 mm處達(dá)到峰值，表明該截面的燃料燃燒最為強(qiáng)烈，且Z>500 mm時(shí)，混合射流NOx較之前部分減少，這是因?yàn)榇藭r(shí)氧濃度低，還原性氣氛和焦炭存在下NOx被大量還原，NOx濃度下降。Z=660 mm處，徑向NOx濃度峰值偏向r=-20 mm處，對(duì)比徑向溫度發(fā)現(xiàn)此處為實(shí)際射流中心，故認(rèn)為濃側(cè)NOx濃度較淡側(cè)更高。Z=820 mm時(shí)，混合燃料的煙氣成分穩(wěn)定，可將其作為主燃區(qū)出口，在此截面處，HM+SC、YM+SC、LRA+SC混合射流中心的NOx濃度分別為473、462、532 mg/m3(6% O2下，下同)，可以發(fā)現(xiàn)YM+SC射流主燃區(qū)出口中心NOx排放最少，且對(duì)于HM+SC、YM+SC混合射流NOx濃度差值較??；摻燒低階煤種時(shí)隨著混合燃料揮發(fā)分增加，NOx濃度降低。試驗(yàn)范圍內(nèi)推薦適合混合燃料的Vdaf不低于16%，考慮到近幾年我國(guó)優(yōu)質(zhì)燃煤市場(chǎng)日益緊張，發(fā)電成本不斷增加，認(rèn)為熱解半焦摻燒高揮發(fā)分易燃低階煤(摻混比50%)即可。

圖12 不同揮發(fā)分煤種混合射流Z=180～820 mm處的NOx濃度分布

3 結(jié) 論

1)隨著混合燃料揮發(fā)分含量減少，著火性能變差，混合射流濃側(cè)的著火距離從134 mm增至202 mm，著火點(diǎn)溫度從946 ℃升高至976 ℃，淡側(cè)著火距離較濃側(cè)更大，但增幅較小。

2)燃燒器出口與穩(wěn)定燃燒區(qū)的距離隨混合燃料揮發(fā)分含量的減少而增加，但對(duì)于YM+SC混合射流延遲效果不明顯，且后續(xù)燃燒更為強(qiáng)烈。

3)YM+SC混合射流主燃區(qū)出口中心的NOx排放最少，但對(duì)于HM+SC與YM+SC混合射流，差值僅為11 mg/m3，LRA+SC混合射流NOx排放水平最高達(dá)到532 mg/m3；摻燒低階煤時(shí)隨著混合燃料揮發(fā)分增加，NOx濃度降低。推薦適合混合燃料燃燒的Vdaf不低于16%，考慮到我國(guó)對(duì)優(yōu)質(zhì)煤炭需求與煤炭?jī)?chǔ)量之間的矛盾，采用熱解半焦大比例摻燒高揮發(fā)分低階煤種(摻混比1∶1)的方式完全可行，可在一定程度上降低發(fā)電成本，緩解燃煤市場(chǎng)緊張。